陳 潛 ,束學道* ,李依蔓 ,李子軒 ,徐海潔

（1.寧波大學 機械工程與力學學院,浙江 寧波 315211;2.浙江省零件軋制成形技術(shù)研究重點實驗室,浙江 寧波 315211）

作為航空發(fā)動機核心傳動零件的渦輪軸,是一種帶臺階的深長空心軸,具有斷面收縮率較大的外表面和等徑內(nèi)孔,在實現(xiàn)機體輕量化的基礎(chǔ)上,還能承受更大的扭矩[1-2].目前渦輪軸的加工方式以鍛造成形軸坯后深加工內(nèi)孔技術(shù)為主[3],不僅制造工序冗長,而且內(nèi)部金屬流線被切斷,在惡劣的工作環(huán)境下極易出現(xiàn)各種失效[4].

斜軋工藝常用于管材和軸類件的制造,近年來在空心軸領(lǐng)域研究成果較多.束學道等[5]利用Simufact 有限元軟件,分析了高速列車空心車軸帶芯棒的三輥斜軋成形過程的可行性.Xia 等[6]提出將三輥斜軋運用到多臺階空心軸的制造,并得到了最優(yōu)轉(zhuǎn)速組合.李勝祗等[7]利用有限元工具探究了三輥斜軋過程中送進角對定徑減徑量的影響.Gryc 等[8]利用有限元工具探究了三輥斜軋過程中工藝參數(shù)對溫度場的影響.Pater 等[9-11]對卡車和汽車車軸進行了有限元仿真和實驗研究,并開發(fā)了一臺數(shù)控斜軋機.王付杰等[12]首次介紹了無縫鋼管的斜連軋工藝及特點,并研制了一臺斜連軋實驗機組.隨后,陳建勛等[13]和毛飛龍等[14]在該機組上開展實際軋制實驗,并結(jié)合有限元仿真應力變化分析,驗證了無縫鋼管的斜連軋工藝的可行性.牛旭等[15]進一步對工藝參數(shù)進行修正,得到斜連軋各輥組之間的轉(zhuǎn)速關(guān)系.但是三輥斜軋工藝主要集中于封閉螺旋孔型中較短回轉(zhuǎn)體或等截面回轉(zhuǎn)體的成形,并且在加工時要求使用空心軸坯,導致工序仍然冗長.斜連軋工藝雖然減少了工序,但是只能成形空心管材,無法成形階梯軸.

本文提出了運用多輥系斜軋技術(shù)的空心軸穿軋一體化成形新工藝,并以航空渦輪軸坯為研究對象,對穿軋一體化成形過程中金屬流動進行仿真模擬,研究了成形過程中軋件應力應變場、力能參數(shù)的變化規(guī)律,以期為航空渦輪軸穿軋一體化成形提供理論支持.

1 穿軋一體化成形原理

穿軋一體化成形是指初始軸坯在經(jīng)過多道次斜軋連續(xù)變形的同時進行穿孔,從而最終得到所需的空心階梯渦輪軸,其原理如圖1 所示.考慮到渦輪軸大斷面收縮率的要求以及材料難加工的特性,整個軋制過程分3 部分: 穿孔段、一道次減徑段、二道次減徑段.其中穿孔成形是使用2 個送進角α(軋輥軸線與軋件軸線偏轉(zhuǎn)角度,圖1(a))的桶形軋輥分布在軋件兩側(cè),并以相同的速度繞自身軸線同向旋轉(zhuǎn),軋件在被軋輥咬入后利用兩者之間的摩擦進行軸向運動和自轉(zhuǎn)運動,再配合頂桿完成內(nèi)孔成形.減徑成形使用3 個送進角α的盤形軋輥,其在空間上相對軋件軸線呈120°對稱分布,在盤形軋輥自轉(zhuǎn)運動時通過軋輥成形角β(圖1(c))對軋件的作用,不僅能減徑延伸成形階梯外表面,還能提供軋件軸向運動的動力,以加快軋制速度.在軋制過程中,相鄰2 組軋輥乃至3 組軋輥同時作用于軋件形成連續(xù)軋制關(guān)系,以實現(xiàn)穿軋一體化.軋制過程的運動分2 部分: (1)3 組軋輥繞自身軸線同向自轉(zhuǎn)運動(圖1(b));(2)軋件與頂桿的相對運動.

圖1 穿軋一體化成形原理圖

2 有限元模型建立

2.1 軋輥設(shè)計與建模

結(jié)合已有的軋輥尺寸[16],各輥組參數(shù)見表1.

表1 各輥組的尺寸參數(shù)

本文選取1:3 航空渦輪軸坯作為研究對象,尺寸如圖2 所示.根據(jù)等體積原則計算后,選用外徑50 mm、長度250 mm 的坯料進行軋制.同時,為了方便穿孔,坯料芯部經(jīng)過預處理保留5 mm 的內(nèi)孔.

圖2 1:3 航空渦輪軸(單位: mm)

為使2 組減徑輥組同時作用在軋件上時能夠有效配合,D2、D3、M2和M3須滿足以下要求:

通過限定階梯軸段與對應道次減徑輥組的直徑關(guān)系,可以有效防止各減徑輥組3 個軋輥在徑向上的干涉.通過優(yōu)化軋輥的尺寸,不僅可以提高渦輪軸的成形質(zhì)量,降低次品率,還能夠減小生產(chǎn)設(shè)備的尺寸,大大降低加工難度和生產(chǎn)成本.有限元模型如圖3 所示.

圖3 穿軋一體化成形的有限元模型

2.2 材料屬性及網(wǎng)格劃分

渦輪軸材料采用鎳基高溫合金GH4169,該材料的本構(gòu)方程為[17]:

查閱已有資料[18]得到有限元仿真中需要提供的材料參數(shù)有: 鎳基高溫合金GH4169 的泊松比v為0.29,密度ρ為8 190 kg·m-3,熱膨脹系數(shù)α為1.3×10-5K-1,熱導率λ為11.4 W·(m·K)-1,比熱容c為0.435 J·(g·K)-1.

在Simufact 軟件中,選用六面體單元類型對軋件進行網(wǎng)格劃分,考慮到目標軸的最小壁厚尺寸,將網(wǎng)格單元尺寸設(shè)置為2.5 mm,將內(nèi)表面粗糙水平設(shè)置為1,最終創(chuàng)建初始網(wǎng)格單元20 736 個.

2.3 初始條件和邊界條件

在穿軋一體化過程中軋件主要發(fā)生塑性變形,彈性變形量較小,因此將軋件定義為塑性體.將3組軋輥、頂桿、定位環(huán)和推塊等模具定義為剛性體.

在實際生產(chǎn)中,為了更順利完成軋制過程,需要增大軋件和軋輥之間的摩擦力,通常會選擇在軋輥表面打出細小的凹坑來減小相對滑動,所以在模擬設(shè)置時可適當增大摩擦比例因子來表示類似措施的效果.摩擦類型選擇自動模式,軋件與3組軋輥之間的摩擦比例因子均設(shè)置為0.9,與頂桿、定位環(huán)和推塊之間的摩擦比例因子均設(shè)置為0.1.

軋件的初始預熱溫度設(shè)置為1 050 ℃,各模具的初始溫度均為150 ℃,環(huán)境溫度設(shè)置為20 ℃.

3 有限元仿真結(jié)果與分析

3.1 仿真過程及結(jié)果對比

渦輪軸穿軋一體化過程中軋件主要變形階段的應變?nèi)鐖D4 所示.在推塊的勻速推動下,軋件得到一定初速度,并在定位環(huán)的約束中沿著自身軸線進行軸向運動,直至與穿孔輥組和頂桿接觸(圖4(a)).與軋輥的摩擦力為軋件克服頂桿阻力積累足夠的軸向力,推動軋件旋轉(zhuǎn)前進,軋件芯部金屬受頂桿施加的軸向和徑向的擠壓,沿著頂桿表面流向軋輥與頂桿之間,在軋件長度變長的同時,軋件的壁厚逐漸變薄(圖4(b)).在順利突破通過穿孔輥組后,軋件以穩(wěn)定的軸向速度和圓周速度進入第一道次減徑輥組中,此時穿孔輥組與第一道次減徑輥組同時作用在軋件上形成連續(xù)變形,軋件外徑進一步減小,實現(xiàn)第一道次減徑(圖4(c)).隨著軋件繼續(xù)軸向運動,與第二道次減徑輥組接觸,此時3 組軋輥同時作用在軋件上形成多輥系連軋,軋件外徑進一步收縮,實現(xiàn)第二道次減徑(圖4(d)),實現(xiàn)短流程效果.在第三階梯軸段的長度滿足要求后,第二道次減徑輥組離開軋件,此時再次出現(xiàn)穿孔輥組與第一道次減徑輥組同時作用在軋件上的情況(圖4(e)).內(nèi)孔完全成形后,穿孔輥組離開軋件,第一道次減徑輥組繼續(xù)加工第二階梯軸段(圖4(f)).當完全滿足目標軸尺寸后,第一道次減徑輥組離開軋件,即可得到所需目標軸.

圖4 渦輪軸穿軋一體化成形過程

仿真結(jié)果與目標軸形狀對比如圖5 所示,整體形狀尺寸均符合目標軸設(shè)計要求,軋件沒有出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)、斷裂、塌陷等缺陷,表明穿軋一體化成形擁有良好的成形效果.

圖5 仿真結(jié)果與目標軸形狀對比

作為一個新工藝,也存在一些不盡完美的地方,如在仿真結(jié)果中可見,第二階梯軸段外表面存在輕微堆料,頭部內(nèi)孔存在不等徑,尾部存在凸起,這些都將是穿軋一體成形后期需要去除的加工余量.

對于第二階梯軸段外表面的堆料問題進行受力分析,結(jié)果如圖6 所示.在三輥組階段(圖4(d))時,該處金屬受到第一道次減徑輥組的推力F1向左流動,而穿孔輥組阻擋了金屬進入成形區(qū),向左流動的金屬在遇到穿孔輥組后受到向右的阻力F2,同時軋件芯部存在頂桿的阻力F3,金屬無法向內(nèi)流動.在3 個力的共同作用下,金屬向外表面凸起,出現(xiàn)堆料現(xiàn)象.

圖6 第二階梯軸段受力示意圖

對于頭部內(nèi)孔不等徑和尾部凸起的問題,對內(nèi)孔及軋輥進行受力分析,結(jié)果如圖7 所示.穿孔時,軋件芯部受到頂桿的沖擊向內(nèi)發(fā)生變形,由于頂桿直徑遠小于軋件外徑,在軋件芯部出現(xiàn)了應力集中,并且由內(nèi)向外逐漸減小,導致軋件頭部金屬變形伸長量不同,形成一個“喇叭狀”的凹坑(如圖4(b)軋件最右端面所示),該凹坑有利于頂桿錐部對準軋件中心,減小壁厚不均問題.當凹坑接觸減徑軋輥時,軋件外表面金屬受到壓力F4被逐漸壓下,被壓下的金屬沿徑向流動,而軋件內(nèi)表面金屬在頂桿摩擦的作用下受到推力F5沿軸向流動,在2 個力的作用下凹坑先后2 次變大,直至形成軋件頭部內(nèi)孔不等徑問題(圖4(c)和(d)).同理,當軋件完成內(nèi)孔成形時,軋件內(nèi)表面金屬在推力F5的作用下軸向流動,導致只在尾部芯部出現(xiàn)凸起問題,不影響外徑的尺寸.

圖7 內(nèi)孔及軋輥受力示意圖

3.2 應力應變場分布

在整個穿軋一體化過程中,三輥組階段是最能體現(xiàn)成形特點的階段,因此專門對該階段進行分析.

三輥組同時軋制時,軋件的縱截面以及變形區(qū)各典型變形橫截面的應力場分布如圖8 所示.

在穿孔時(截面1-1),軋件與穿孔輥組以及頂桿錐部同時接觸,接觸應力分別從外表面的輥組與軋件接觸點向內(nèi)滲入,以及從內(nèi)表面向四周擴散,此時呈現(xiàn)對向的徑向壓應力與單一的軸向壓應力.隨著軋件離開穿孔輥組(截面2-2),應力值逐漸減小,內(nèi)表面應力減小至幾乎為0,外表面相對穩(wěn)定,維持在193 MPa 上下.在軋件進入第一道次減徑輥組后(截面3-3),接觸應力從軋件外表面與輥組接觸的3 個點向內(nèi)滲入,軋件內(nèi)表面則受到頂桿的影響產(chǎn)生向外的阻力以保證內(nèi)孔尺寸不變.軋件繼續(xù)軸向前進(截面4-4),軋件內(nèi)外表面應力維持在70 MPa 上下,且軸壁中心應力極小.在軋件進入第二道次減徑輥組后(截面5-5),情況與截面3-3 類似,但內(nèi)表面應力會隨著壓下量的增加而變大.截面6-6 為完全脫離模具部分,其應力逐漸變小直至為0.總體看,穿軋一體化過程中應力集中分布在穿孔段和兩段減徑段的變形區(qū)內(nèi),與軋輥和頂桿同時工作的接觸變形區(qū)的應力大于其他自由變形區(qū),各階段的最大應力值出現(xiàn)在軋輥成形區(qū)拐角處.

三輥組同時軋制時,軋件的縱截面以及變形區(qū)各個重要橫截面的應變場分布如圖9 所示.在第一階梯軸段上(截面1-1 和截面2-2),應變從外表面開始逐漸向內(nèi)滲入,內(nèi)表面應變較小,整體應變量基本一致;在第二階梯軸段上(截面3-3 和截面4-4),外表面應變隨減徑變形而快速變大,應變達到4.60后不再繼續(xù)增大,內(nèi)表面由于頂桿的阻力導致變化過程相對緩慢;在第三階梯軸段上(截面5-5 和截面6-6),外表面應變繼續(xù)變大達到最大值15.34,而內(nèi)表面應變保持不變.總體看,穿軋一體化過程中外表面應變比內(nèi)表面大,說明在軋制時金屬由外表面向內(nèi)流動,減徑段應變比穿孔段應變大,且軋件橫截面應變呈較為規(guī)則的環(huán)狀分布.

3.3 力能參數(shù)變化

穿軋一體化成形過程中,各輥組軋制力與頂桿軸向力的變化曲線如圖10 所示.當只進行穿孔成形時(2～25 s),穿孔輥組的軋制力在80～100 kN范圍內(nèi),頂桿軸向力在40 kN 上下,且兩者在成形初始階段都是線性增大.當軋件進入第一道次減徑輥組時(25～44 s),穿孔輥組的軋制力受到減徑輥組的影響出現(xiàn)減小趨勢,減徑輥組的軋制力維持在105 kN 上下;同時由于減徑輥組對軋件的徑向壓力,使得軋件與頂桿的摩擦變大,頂桿軸向力也隨之增大至57 kN.在三輥組同時軋制時(44～80 s),穿孔輥組的軋制力再次減小至80 kN,而第一道次減徑輥組的軋制力增加至110 kN,遠大于第二道次減徑輥組的軋制力(85 kN);頂桿的軸向力小幅度增大,穩(wěn)定在60 kN.隨后各輥組先后離開軋件表面,各軋制力隨之快速降低至0,但由于頂桿與軋件之間始終存在摩擦,因此完成穿孔后(90～100 s)仍然存在一定的軸向力.

圖10 穿軋一體化成形的力能參數(shù)曲線

4 結(jié)論

(1)提出了一種航空渦輪軸的穿軋一體化成形工藝,利用有限元軟件,研究了軋件成形過程中各階段的變形情況,仿真結(jié)果與目標軸形狀尺寸的對比表明,新工藝擁有良好的成形效果.模擬結(jié)果中的堆料、凹坑、凸起等缺陷是變形過程中金屬流動規(guī)律形成的力學行為的共同作用結(jié)果.

(2)分析了穿軋一體化過程中三輥組階段軋件的應力應變場的分布和力能參數(shù)的變化規(guī)律.最大等效應力為630.99 MPa,集中分布在各輥組的變形區(qū)內(nèi);3 個階梯軸段的最大等效應變分別為4.60、10.74、15.34,且軋件橫截面應變呈現(xiàn)規(guī)則的環(huán)狀分布.外表面應力應變高于內(nèi)表面的原因是輥組對軋件的作用遠大于頂桿,外表面的形變程度比內(nèi)表面更劇烈.三輥組同時軋制時,穿孔軋制力為80 kN,第一道次減徑輥組軋制力為110 kN,第二道次減徑輥組軋制力為85 kN,頂桿軸向力為60 kN,以上數(shù)據(jù)可為后續(xù)的參數(shù)優(yōu)化提供參考.

(3)驗證了穿軋一體化制造航空渦輪軸坯的可行性,為進一步開展相關(guān)研究奠定了基礎(chǔ).